接缝弱化后纵连板式无砟轨道温度效应研究

曹毅杰，蒋典佑，刘 钰，孙晓丹，朱星盛，谷永磊

(1.西南交通大学土木工程学院,成都 610031; 2.京沪高速铁路股份有限公司,北京 100038)

引言

纵连板式无砟轨道作为我国主要轨道结构形式之一,已在京津、京沪、京广等高速铁路上广泛应用。在运营过程中受极端气候条件的影响,轨道结构发生了不同程度的损伤,主要表现为:轨道板与CA砂浆层间离缝、板间接缝挤碎或拉裂、支撑层挤压斜裂和轨道板上拱等现象[1-5],其中,以夏季持续高温天气下纵连式轨道板在宽窄接缝处出现的上拱病害最为突出,轨道板上拱引起的钢轨竖向位移局部增大将破坏线路的高平顺性,严重时甚至威胁高速列车的运营安全。目前,基于轨道板上拱病害特征,存在上拱风险的区段往往通过植筋的方式对既有轨道结构进行加固和补强[6];而对于已经发生上拱病害的区段,通过先凿除后填补的方式进行修复[7]。然而,这些措施难以从根本上解决轨道板上拱问题,高温天气下,轨道板内部依旧积存巨大的温度应力。因此,释放轨道板内的温度应力,从根本上减少病害的产生,对缓解持续高温天气下的轨道板上拱具有重要的现实意义。

目前,针对极端条件下纵连板式无砟轨道上拱整治研究已取得一定进展。部分学者在不改变现有长纵连体系基础上,对具体施工措施展开研究。如文献[8-13]通过分析植筋锚固对上拱预防和整治的影响,给出合理的植筋建议,为现场维修提供参考;文献[14]介绍在无砟轨道板上涂刷反射隔热层的方法预防轨道板上拱。以上学者均对轨道板上拱整治做出了一定贡献,但未从应力释放的角度考虑病害整治。对此,另有部分学者尝试把长纵连体系转化为弱纵连体系或单元体系,并已取得一定成果。如文献[15-16]提出采用换填宽窄接缝的整治方案,分析不同弹性模量的宽窄接缝对轨道结构受力和变形特征的影响。然而学者们研究时尚未考虑材料的非线性变形,也未充分考虑轨道结构的层间黏结关系。文献[17]通过将纵连式轨道结构解锁成单元结构的方式,引入内聚力单元和混凝土损伤塑性本构,分析解锁成单元结构后的温度适应性。但纵连结构转化成单元结构后,需要通过植筋来约束纵向位移,在一定程度上增加了施工作业量,大大提高了维修成本。为此,采用折中的方式,在宽窄接缝处设置一定厚度、弹性模量较小的填充层,将原有纵连体系转化成弱纵连体系,保证应力释放的同时,不会产生较大的纵向变形,有利于解决夏季胀板问题。

因此,通过建立设有弹性填充层的纵连板式无砟轨道数值模型,引入内聚力单元和混凝土损伤塑性本构,分析设置弹性填充层后,在整体温升作用下轨道结构应力、变形和损伤的变化情况,并探讨节段长度和弹性模量对应力、变形以及损伤的影响。

1 模型介绍

1.1 数值模型

利用ABAQUS建立设置弹性填充层后的纵连板式无砟轨道数值模型,见图1。由图1可知,模型由钢轨、扣件、轨道板、宽窄接缝、弹性填充层、CA砂浆、底座板和基础组成。轨道板宽2 550 mm,底座板宽2 950 mm,基础宽3 950 mm;轨道板厚200 mm,CA砂浆层厚30 mm,底座板厚200 mm。宽接缝纵向长210 mm。窄接缝纵向长50 mm,宽窄接缝厚度均为100 mm,在宽窄接缝纵向两侧分别设置纵向长10 mm的弹性填充层。模型长度考虑3块板一节段和4块板一节段,模型采用1.5块+1.5块轨道板和2块+2块轨道板的布置形式,如图2所示。模型两端设置对称约束,梁底面节点全约束。模型所有部件施加整体温升。

图1 纵连板式无砟轨道数值模型(单位:mm)

图2 不同节段长度模型整体示意

模型中钢轨采用CHN60轨,利用实体单元模拟;扣件利用三向非线性弹簧模拟,扣件间距650 mm,扣件垂向、横向刚度均为25 kN/mm,每组扣件纵向阻力15 kN,弹塑性临界点2 mm;轨道板、宽窄接缝、CA砂浆和底座板均采用实体单元模拟,基础采用刚体模拟。钢轨、轨道板、宽窄接缝、CA砂浆和底座板的材料参数见表1。模型在轨道板与CA砂浆层之间采用1 mm的内聚力单元模拟界面黏结作用,离缝产生时,层间接触属性设为面面接触。假设弹性填充层与轨道板和宽窄接缝黏结完好,又因为纵向连接钢筋对接缝存在约束作用。因此,弹性填充层分别与轨道板和宽,窄接缝设置共节点约束,设有弹性填充层的新接缝底面与CA砂浆设置面面接触,其中法向为硬接触,切向摩擦系数设置为0.5。CA砂浆和底座板之间采用绑定约束;底座板底面与基础设置面面接触,其中法向为硬接触,切向摩擦系数设置为0.3。

表1 CRTSⅡ型板式无砟轨道主要结构参数

1.2 层间界面内聚力模型

为描述轨道板与CA砂浆层的层间界面力-位移关系,采用图3所示的双线性内聚力模型。

图3 双线性型内聚力模型

(1)

当层间界面出现损伤后,界面强度可由下式计算得到

(2)

式中,δn,δs分别表示对应的法向位移和切向位移;Dcoh表示内聚力单元的损伤,介于0～1之间,由下式计算

(3)

(4)

假定层间界面切向性能均匀连续,则有GⅡC=GⅢC。本文数值模拟采用的双线性内聚力模型,其法向和切向内聚力参数参照《京沪公司推板试验研究报告》[18],列于表2。

表2 双线性型内聚力模型参数

1.3 混凝土损伤判别因子

采用混凝土损伤塑性模型模拟混凝土的失效行为,并引入混凝土损伤因子Di[19-20]描述混凝土的损伤情况,Di介于0～1之间,0表示混凝土未损伤;1表示混凝土完全损伤。

(5)

式中,i为混凝土受力状态;i=t时表示混凝土受拉;i=c时表示混凝土受压;σi和εi为混凝土单轴受拉(压)应力和应变;Ei为混凝土的弹性模量。根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[21],σi和εi关系为

σi=(1-di)Eiεi

(6)

式中,di为混凝土单轴受拉(压)损伤演化参数。

(7)

(8)

式中,αi为混凝土单轴受拉(压)本构关系曲线下降段参数;x,n和ρi分别为

(9)

式中,fi,r为混凝土单轴抗拉(压)强度代表值;εi,r为对应抗拉(压)强度的峰值应变。

混凝土塑性损伤模型相关参数见表3。

表3 混凝土塑性损伤材料力学参数

1.4 模型验证

参照铁科院《CRTSⅡ型板式无砟轨道温度变形与控制措施研究总报告》[22]中轨道板上拱试验,如图4所示。考虑既有线轨道板上拱大部分都发生在接缝处,将宽窄接缝重新灌注,窄接缝不灌注,模拟现场施工过程中窄接缝灌注质量缺陷,来判断诱发轨道板上拱变形的成因。现场试验通过对轨道纵向两端施加推力来等效结构的整体温升,对此先建立CRTSⅡ型板式无砟轨道计算模型,并将模型中的窄接缝移除,见图5。对模型两端施加纵向推力所等效的温升,最终选取轨道板上、下表面应力与上拱量对应关系作对比验证,见图6。由图6可知,模拟结果与实测曲线基本吻合,表明本文建立的CRTSⅡ型板式无砟轨道温度应力计算模型合理可靠。

图4 轨道板上拱试验

图5 有限元计算模型

图6 有限元计算与试验对比验证

2 整体温升下轨道板应力、变形和损伤分析

为更直观地表现出设置弹性填充层后轨道板顶、底面的应力释放情况,以弹性填充层弹性模量1 775 MPa,节段长度3块板的结果为例,根据图7路径所示,沿路径方向提取整体温升10 ℃、20 ℃、30 ℃、40 ℃和50 ℃时,轨道板顶面和底面设置弹性填充层前后的纵向应力差(设置弹性填充层后的纵向压应力-未设置弹性填充层的纵向压应力),同时提取设置弹性填充层后的轨道板上下表面纵向应力差(设置弹性填充层后轨道板顶面的纵向压应力-设置弹性填充层后轨道板底面的纵向压应力),见图8,其中,0 m处为设置弹性填充层的接缝纵向中心。

图7 路径提取示意

图8 路径上应力差分布

由图8可知,轨道板顶、底面设置弹性填充层前后的纵向应力差存在负值,说明设置弹性填充层后,轨道板顶、底面应力得到释放;反之,出现正值,说明轨道板顶、底面应力出现了应力增加。对于设置弹性填充层后的轨道板上下表面应力差,当值不为0时,说明出现偏心作用。接缝弱化后,整体温升10 ℃时,0.25 m以外应力差基本为零;0.25 m以内出现应力波动,宽接缝顶面和轨道板底面出现应力释放,最大达到2.27 MPa,窄接缝底面和轨道板顶面出现少量应力增加。由此说明,温升较低时,弹性填充层对轨道板的应力释放有限。整体温升增大至30 ℃,0.25 m以外轨道板顶、底面出现少量应力释放,达到0.4 MPa;0.25 m以内应力释放量和应力增加量均随温升增大而增大。由于弹性填充层弹性模量较小,整体温升作用下变形比轨道板和接缝大,同时又受宽窄接缝T形构造的影响,局部区域的轨道板和接缝均出现偏心作用,见图8中蓝线。对比偏心作用位置和纵向应力差出现波动位置可得,偏心作用是导致轨道板出现应力增加的主要原因。

整体温升40 ℃时,偏心作用开始向远离弹性填充层的方向扩展,应力波动范围增大,0.35 m以外,轨道板顶面和底面应力释放量达到0.6 MPa;0.35 m以内,应力释放量和应力增加量继续增大,最大应力释放量达到6.39 MPa。

然而,随着温升继续增大,应力释放量开始减小,整体温升50 ℃时,应力释放量为5.75 MPa,下降10%。其原因是整体温升50 ℃时,接缝和轨道板均发生了一定程度的损伤,见图9。在损伤和偏心的相互作用下,应力释放受到抑制。观察图9发现,整体温升50 ℃时,损伤主要集中在接触位置,这是因为弹性填充层弹性模量较低,相同温度力作用下纵向变形较大,又受到偏心作用的影响,使得弹性填充层与接缝和轨道板的接触不均匀,从而导致损伤发生并集中在接触面上。

图9 损伤示意

图10为沿图7路径提取整体温升50 ℃时,轨道板和底座板的纵向位移分布。由图10可知,底座板纵向位移最大值0.024 mm,轨道板纵向位移最大值0.096 mm,后者纵向位移是前者的3倍。由此说明,设置弹性填充层会使得轨道结构层间变形难以协调,进而导致层间损伤发生的临界温升降低,层间损伤演化过程见图11。由图11可知,当整体温升达到23 ℃时,层间发生损伤,损伤出现在纵向靠近弹性填充层一端,随着温升不断增加,损伤逐渐向远离弹性填充层方向扩展。当温升达到50 ℃时,损伤最大值发生在纵向靠近弹性填充层端部,达到0.66。

图10 路径上的纵向位移分布

图11 层间损伤演化过程

由于设置弹性填充层后层间损伤在较低温升下就会发生,因此损伤区的黏结强度有所下降,再加上偏心作用的影响,弹性填充层旁轨道板和接缝难免会产生一定上拱量,最终映射到钢轨上,从而影响行车安全。因此,提取钢轨、接缝、轨道板和底座板设置弹性填充层后的最大上拱增量(设置弹性填充层后竖向位移最值-未设置弹性填充层竖向位移最值)随整体温升的变化过程,见图12。

图12 不同结构层最大上拱增量随温升变化情况

由图12可知,设置弹性填充层后,钢轨上拱量未增加。对于接缝,其上拱增量的增长速率随着温升增大不断提高;对于轨道板,温升较低时,其上拱增量为负,随着温升增大,上拱增量逐渐由负转正,并且增长速率也越来越大。由图8可知,接缝位置处存在较大偏心力,在偏心作用下,接缝上凸会导致相邻两侧轨道板板端下凹,从而使得上拱增量为负值。当温升不断增大后,混凝土自身受热膨胀以及偏心作用范围的增加,导致轨道板上拱增量由负转正,最终增长速率越来越大。对于底座板,弹性填充层对其影响很小,上拱增量仅0.003 mm。尽管接缝和轨道板在设置弹性填充层后增加了一定的上拱位移,但钢轨上拱位移未增加,未设置弹性填充层的钢轨竖向位移为0.38 mm,在规范[23]允许范围内(±2 mm)。

3 损伤、应力和钢轨上拱量影响分析

为探讨3块板和4块板两种节段长度以及弹性填充层弹性模量对损伤、应力、轨道板和钢轨竖向位移的影响,设计弹性填充层弹性模量分别为17 750,3 550,1 775,355,177.5 MPa,同时计算未设置弹性填充层的原始工况(35 500 MPa)进行对比。

3.1 对损伤的影响

图13为不同弹性模量下,整体温升50 ℃时,节段长度3块板和4块板的接缝、轨道板和层间损伤最大值。

图13 不同工况下损伤情况

由图13可知,不同节段长度下,轨道板、接缝和层间界面损伤均随弹性模量降低逐渐增大。相同弹性模量下,节段长度4块板的接缝和轨道板损伤大于节段长度3块板的接缝和轨道板损伤。当节段长度为4块板,弹性模量等于1 775 MPa时,接缝损伤已大于0.8,此时损伤区已很难再承受温度应力。当节段长度为3块板,弹性模量等于355 MPa时,接缝和轨道板损伤均已大于0.8,此时结构同样很难再承受温度应力。对于层间界面,3块板与4块板的损伤基本相同,当弹性模量低于355 MPa时,损伤大于0.9,轨道板与CA砂浆层之间即将出现离缝。

3.2 对应力的影响

提取两种节段长度在整体温升50 ℃时,不同弹性模量下,设置弹性填充层前后接缝和轨道板纵向应力释放量最大值,见图14。

由图14可知,两种节段长度下,随着弹性模量降低,接缝和轨道板的应力释放量均逐渐增大,并且接缝的应力释放量大于轨道板的应力释放量。对于轨道板,节段长度3块板的应力释放量始终大于节段长度4块板的应力释放量,最大应力释放相差达到5.42 MPa。这是因为节段长度4块板的轨道板损伤大于节段长度3块板的轨道板损伤,轨道板塑性损伤越大,其抗压能力就越弱,自身能够承受的压力越小,最终限制了应力释放。对于接缝,弹性模量不小于355 MPa时,节段长度3块板的应力释放量大于节段长度4块板的应力释放量;弹性模量小于355 MPa时,节段长度3块板的应力释放量逐渐小于节段长度4块板的应力释放量。

由前文分析可知,设置弹性填充层后,轨道板局部区域会受到偏心作用,导致其出现应力增加。因此,提取两种节段长度在整体温升50 ℃时,不同弹性模量下,设置弹性填充层前后轨道板纵向应力增加量最大值和轨道板上下表面应力差最大值,见图15。

图15 不同工况下轨道板应力增量和上下表面应力差

由图15(a)可知,随着弹性模量降低,两种节段长度下的轨道板应力增加量均逐渐增大。弹性模量不低于1 775 MPa时,节段长度3块板的应力增加量低于节段长度4块板的应力增加量;弹性模量低于1 775 MPa时,节段长度3块板的应力增加量逐渐高于节段长度4块板的应力增加量。由图15(b)可知,弹性模量不低于3 550 MPa时,两种节段长度的偏心作用基本相同,随着弹性模量降低,轨道板偏心作用逐渐增大。弹性模量177.5 MPa时,两种节段长度的轨道板偏心作用最大相差7.19 MPa。其原因在于,弹性模量较大时,尽管两种节段长度的温度力不同,但温度力导致弹性填充层的变形较小,因此,偏心作用差异不明显;弹性模量较小时,温度力导致弹性填充层变形较大,进而偏心作用的差异逐渐明显。

3.3 对钢轨上拱量的影响

图16为设置弹性填充层后,不同弹性模量下,整体温升50 ℃时,节段长度3块板和4块板的轨道板和钢轨最大上拱增量(设置弹性填充层后的竖向位移-未设置弹性填充层的竖向位移)。

图16 不同工况下的钢轨和轨道板最大上拱增量

由图16可知,两种节段长度下,随着弹性模量降低,轨道板和钢轨最大上拱增量逐渐增大,弹性模量低于3 550 MPa后,节段长度4块板的最大上拱位移增量大于节段长度3块板的最大上拱位移增量。对于层间界面,节段长度4块板的损伤略大于节段长度3块板的损伤,层间损伤越大,界面黏结强度越低。同时,对于接缝和轨道板,节段长度4块板的塑性损伤大于节段长度3块板的塑性损伤,塑性损伤越大,结构自身的抗压能力就会越弱。因此,在损伤的综合作用下,节段长度4块板的上拱增量大于节段长度3块板的上拱增量。由于两个节段长度下,未设置弹性填充层时钢轨竖向位移均为0.39 mm,因此不同节段长度和不同弹模下的钢轨竖向位移均在规范允许范围内(±2 mm)。

4 结论

通过建立设有弹性填充层的纵连板式无砟轨道计算模型,引入内聚力单元和混凝土损伤塑性本构,分析整体温升作用下,接缝弱化对轨道结构应力、变形和损伤的影响,并且探讨了节段长度和弹性模量对应力、变形和损伤的影响,主要结论如下。

(1)设置弹性填充层后,轨道板和接缝的纵向应力均得到一定程度释放,但接缝和轨道板局部区域会发生偏心作用,进而出现应力增加。此外,弹性填充层的设置也会使轨道结构层间变形难以协调,导致接缝、轨道板和层间界面损伤产生的临界温升较低。结构损伤较大时,轨道板和接缝的应力释放会受到限制,并且弹性填充层附近也会产生一定上拱增量,最终在一定程度上影响行车安全。

(2)两种节段长度下,轨道板、接缝和层间界面损伤会随着弹性模量降低逐渐增大。相同弹性模量下,节段长度4块板的接缝和轨道板损伤大于节段长度3块板的接缝和轨道板损伤。

(3)随着弹性模量降低,接缝和轨道板的应力释放量均逐渐增大,最大应力释放量发生在接缝处。此外结合损伤可得:节段长度为4块板时,弹性填充层弹性模量选取建议高于1 775 MPa并低于3 550 MPa;节段长度为3块板时,弹性填充层弹性模量选取建议高于355 MPa并低于1 775 MPa。

(4)两种节段长度下,随着弹性模量降低,轨道板和钢轨最大上拱增量逐渐增大,弹性模量低于3 550 MPa后,节段长度4块板的最大上拱位移增量大于节段长度3块板的最大上拱位移增量。对于钢轨,两种节段长度下的竖向位移均在规范允许范围内。